авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 7 |

«Государственная корпорация по атомной энергии «Росатом» ВОПРОСЫ АТОМНОЙ НАУКИ И ТЕХНИКИ ...»

-- [ Страница 3 ] --

Предполагалось, что штыри пружинного В перпендикулярном направлении вибро блока ТВС не имеют боковых люфтов и опи- перемещения практически равны нулю. На раются на неподвижную опору без возмож- рис.3 приведены распределения безразмерной ности проскальзывания. Это означает, что амплитуды колебаний центральной трубки для головки ТВС реализуется следующее гра- (отнесенной к амплитуде возбуждения) на ничное условие: не допускаются перемещения частоте вынуждающего воздействия при гори в горизонтальном направлении и вращение зонтальном возбуждении колебаний для трех вокруг вертикальной оси, в то же время воз- частот 1 Гц, 5 Гц, 10 Гц. Амплитуды приведены можны упругие перемещения в вертикальном в зависимости от номера дистанционирующих направлении и упругие повороты вокруг го- решеток, где решетка с номером 0 соответству ризонтальных осей. На хвостовике ТВС гра- ет нижней опорной решетке на хвостовике, и с ничные условия не определялись, так как там учетом фазы колебаний, которая проявляется задавалось вынуждающее воздействие. в знаке амплитуды. Данные распределения Расчетное моделирование вибрационного можно трактовать как формы колебаний на отклика пучка твэлов на воздействие меха- частоте возбуждения. Из результатов расчета нических колебаний в вертикальном направ- видно, что форма колебаний изменяется при лении проводилось при изменении амплитуд варьировании частоты возбуждения. В фор возбуждения Az от 1 до 5 мм с частотами от мах колебаний имеются узлы, где амплитуда 1 до 20 Гц. Результаты расчетов свидетель- колебаний для данной частоты возбуждения ствуют, что при таком возбуждении вибрации равна нулю. Таким образом, механически пучка твэлов в плоскости перпендикулярной возбуждаемые колебания приводят к суще оси ТВС не проявляются. Это свидетельствует ственному периодически повторяющему изме о том, что в расчетной модели при вертикаль- нению геометрии пучка твэлов, зависящему от ных возбуждающих колебаниях ТВС в целом частоты возбуждающего воздействия. Следует смещается как твердое тело, деформируя пру- отметить, что максимальные амплитуды коле жины штырей пружинного блока. баний при всех частотах возбуждения имеют Моделирование возбуждения колебаний в место в районе первых двух-трех дистанцио горизонтальной плоскости проводилось в двух нирующих решеток. В спектрах вибропереме взаимно перпендикулярных направлениях щений доминирующей резонансной частотой (перпендикулярно и параллельно грани чехла) является частота возбуждения, спектральные как отдельно друг от друга так и совмест- уровни на которой превышают все остальные но. Расчеты показывают, что существенные на несколько порядков.

Рис. 3. Безразмерные формы колебаний центральной трубы ТВС на частоте возбуждения в горизонтальной плоскости (модель - твэлы в дистанционирующих решетках свободны) Экспериментальные исследования влияния механических колебаний на вибрации пучка твэлов Экспериментальные исследования ги дродинамически возбуждаемых вибраций пучка твэлов и влияния на них механических колебаний проводились с использованием полномасштабных макетов штатной ТВС и ТВС второго поколения ВВЭР-440, изготов ленных ОАО «Машиностроительный завод»

(г. Электросталь) из штатных конструкци онных материалов по штатной технологии Рис. 4. Зависимость среднеквадратичных со свинцовыми имитаторами топливных значений виброперемещений пучка твэлов таблеток. Макеты устанавливались в колонке от скорости течения теплоносителя в гидродинамического стенда с имитацией ре- условиях гидродинамического возбуждения акторных условий закрепления хвостовика и (1,2) и при наличии вертикальных головки. Замкнутый контур с вынужденной механических колебаний (3,4) с амплитудой циркуляцией воды с температурой 10...500C 0,7 мм и частотой 6,8 Гц и давлением до 0,3 МПа обеспечивал объем- 1, 3- в сечении 72 мм (на первом пролете);

2, 4 - в ные расходы до 223 м3/ч (скорости течения в сечении 1294 мм (в шестом пролете) пучке до 7 м/с, числа Рейнольдса до 7,1·104). В экспериментах вынужденные вертикальные колебания макета ТВС создавались с по- измерительного канала с пьезорезистив мощью вращающегося с эксцентриситетом ным виброакселерометром не превышают кулачка, усилие от которого передается на (1…1,5)·10-4 м/с2, что соответствует вибропере торец хвостовика. Частота возбуждения вер- мещениям порядка 2…3 мкм. Таким образом, тикальных колебаний макета составляла~6,8 пьезорезистивные виброакселерометры по Гц, а амплитуда - 0,7 мм. Вынужденные ко- зволяют получать экспериментальные данные лебания макета штатной ТВС без имитаторов по виброперемещениям путем двойного инте топливных таблеток (легкий макет) в гори- грирования сигналов по виброускорениям в зонтальном направлении осуществлялись частотном диапазоне более 1,5 Гц с разрешаю с помощью двух толкателей, упирающихся щей способностью в несколько микрометров.

с диаметрально противоположных сторон Измерительные каналы с пьезорезистивными в хвостовик и жестко соединенных друг с виброакселерометрами и интегрирующими другом рамой. Амплитуда вынужденных го- усилителями обеспечивают измерения аб ризонтальных колебаний составляла 0,5 мм, а солютных виброперемещений в двух диа частота – 13,5 Гц. пазонах ±500 мкм и ±2000 мкм в интервале Вибрации пучка твэлов измерялись с по- частот 1,5…200 Гц с основной погрешностью мощью двухкомпонентных пьезорезистивных определения коэффициента преобразования виброакселерометров /4/ с выходом сигнала около 6%. С учетом дополнительных по либо по виброускорениям, либо по вибропере- грешностей, обусловленных неточностью мещениям. В последнем случае в составе изме- установки направлений измерительных осей, рительных каналов имелись аналоговые инте- влиянием поперечных составляющих сигна грирующие усилители. Виброакселерометры ла, погрешность измерений в частотном диа размещались внутри твэльных трубок и фик- пазоне 1,5…200 Гц оценивается в 10…12% от сировались в заданном сечении пучка с по- текущего значения параметра.

мощью фторпластовых втулок. Установочный Результаты экспериментов показывают, резонанс виброакселерометра при обеспече- что в условиях возбуждения вертикальных нии усилия его продольного смещения вну- колебаний макета ТВС интенсивность по три твэльной трубки 30… 100 Н превышает перечных вибраций пучка увеличивается 7 кГц. Экспериментально установлено, что в (рис.4). Наиболее сильное влияние прояв диапазоне частот от 1,5 Гц собственные шумы ляется при низких скоростях потока, когда Рис.5. Зависимость виброперемещений пучка твэлов штатной ТВС ВВЭР-440 в области второй (1) и пятой (2) дистанционирующих решеток с вынужденными горизонтальными колебаниями от скорости течения теплоносителя в пучке (амплитуда вынужденных маятниковых колебаний 0,5 мм;

частота 12,7 Гц) хвостовик макета постоянно взаимодействует по сравнению с макронеподвижной водой.

с кулачком толкателя. При скоростях потока, Среднеквадратичные значения вибропереме обеспечивающих всплытие макета в восходя- щений в области второй дистанционирующей щем потоке воды, виброперемещения близки решетки в целом превышают соответствую к полученным в условиях только гидродина- щие значения в области пятой дистанциони мического возбуждения. Экспериментальные рующей решетки. Таким образом, наиболь данные не соответствуют результатам рас- шая интенсивность вибраций характерна для четного анализа, свидетельствующего об близкой к месту приложения механической отсутствие возбуждения колебаний в гори- нагрузки области пучка. При амплитуде вы зонтальной плоскости за счет механических нужденных механических колебаний ~0,5 мм колебаний ТВС вдоль своей оси. Это можно виброперемещения пучка твэлов могут дости объяснить нелинейностью осей твэлов и от- гать более 1 мм. Вынужденные маятниковые клонением осей от направления вертикаль- механические колебания в большей степени ного перемещения ТВС. Указанные факторы по сравнению с вертикальными механически способствуют возникновению поперечной со- ми колебаниями возбуждают вибрации пучка ставляющей силы инерции, возникающей при в плоскости перпендикулярной оси ТВС. В движении каркаса ТВС под воздействием ку- спектрах виброперемещений также как и для лачка толкателя. Эта сила инерции приводит вертикальных механических колебаний доми к поперечным виброперемещениям твэльных нирует частота вынужденных механических трубок, фиксируемых виброакселерометрами колебаний.

как виброперемещения в горизонтальной Характеризуя результаты выполненных плоскости. экспериментов при комбинированном гидро В условиях комбинированного гидроме- динамическом и механическом возбуждении ханического нагружения с наложенными вы- колебаний макета ТВС, можно отметить, что нужденными маятниковыми механическими при умеренной роли гидродинамических воз колебаниями уровни виброперемещений мущений величины виброперемещений при пучка в макронеподвижной воде (без рас- балочных механических колебаниях пучка хода через ТВС) соизмеримы с амплитудами твэлов могут превосходить амплитуды вы маятниковых колебаний (рис. 5). Выявлен нуждающих колебаний в два и более раза.

эффект «старта» потока теплоносителя, Гидродинамические возмущения приводят к когда интенсивность вибраций возраста- дальнейшему росту вибраций пучка твэлов.

ет при наличии даже небольшого расхода Таким образом, вынужденные вертикальные и горизонтальные колебания опор ТВС, использованы для анализа вибрационных связанные с колебаниями внутрикорпусных процессов в эксплуатационных условиях.

устройств реакторов ВВЭР, должны учиты- Кроме того, при частичном моделировании ваться как при анализе циклических напря- невозможно воспроизвести конструкционное жений оболочек, фреттинг-износа, так и при демпфирование для натурных ТВС, а также формулировке условий модельных испытаний полностью смоделировать эффекты гидроу ТВС в дореакторных экспериментах. пругости. Полученные на фрагментах пучков с ограниченным количеством твэлов законо мерности формирования гидродинамических Методика определения нагрузок на отельный твэл, не определяют гидродинамических нагрузок на пучок эффекты их воздействия на пучок в целом.

твэлов Все это приводит к необходимости использо вать полномасштабные макеты ТВС в экспе Наиболее информативной характеристи- риментальных исследованиях вибрационных кой потока теплоносителя, определяющей процессов, что и было реализовано в данном особенности гидродинамического нагруже- исследовании.

ния пучков твэлов и в тоже время относитель- Расчетные методы определения амплитуд но просто и надежно измеряемой, являются но - спектральных характеристик вибраций пульсации давления на обтекаемых поверх- требуют детальной информации о действую ностях. В исследованиях гидродинамически щих на пучок твэлов гидродинамических возбуждаемых вибраций пульсации давления нагрузках. В настоящее время такие данные традиционно рассматриваются как источники могут быть получены только эксперимен формирования нестационарных гидродинами- тальным путем. При этом желательно иметь ческих нагрузок на обтекаемые поверхности данные о нагрузках, действующих на каждый /5/. Механизмы формирования гидродинами- твэл, которые, в свою очередь, определяются ческих нагрузок на поверхности при их про- как интеграл от распределений мгновенных дольном обтекании турбулентным потоком значений пульсаций давления на поверх более сложны по сравнению с поперечным ности твэла. Однако этот подход технически обтеканием и изучены в меньшей степени. нереализуем. Поэтому в данной работе метод Проводимые в течение длительного времени определения гидродинамических нагрузок экспериментальные исследования на фрагмен- основан на результатах измерения пульсаций тарных моделях пучков твэлов не позволяют, давления на входе в пучок и по длине пучка как правило, получить надежные расчетные твэлов. В связи с этим были проведены экс соотношения для оценки гидродинамических периментальные исследования статистиче нагрузок и их статистических характеристик. ских характеристик пульсаций давления при Поэтому они не могут быть в полном объеме различных гидродинамических условиях на Рис.6. Зависимости среднеквадратичных значений виброперемещений пучка твэлов в сечении z=72 мм (а) и пульсаций давления перед нижней опорной решеткой (z= -109 мм) (б) от скорости воды в пучке при различных гидродинамических условиях на входе в ТВС 1- невозмущенный турбулентный поток;

2- дроссельная шайба 52 мм;

3- 48,5 мм;

4- 45 мм входе в ТВС ВВЭР-440 в широком диапазоне играют нормальные пульсационные давле скоростей течения теплоносителя. ния. С учетом изложенных качественных На рис.6 приведены характерные резуль- представлениях об определяющей роли в таты по среднеквадратичным значениям возбуждении вибраций течения в зазоре пульсаций давления на внутренней поверхно- между внутренней поверхностью чехла сти конической части хвостовика ТВС перед и периферийным рядом количественная нижней опорной решеткой в сопоставлении с информация о гидродинамическом нагру виброперемещениями пучка твэлов в сечении жении получена по измерениям пульсаций z=72 мм от нижней опорной решетки.

Эти давления на внутренней поверхности ше данные наглядно показывают, что скорость стигранного чехла ТВС (рис.7). В соответ течения теплоносителя не определяет одно- ствие с этими представлениями случайная значно интенсивность вибраций пучка твэлов. гидродинамическая сила, действующая на Пульсационные характеристики потока име- единичную длину пучка твэлов в сечении ют важное значение для способности потока z в момент времени в плоскости перпен возбуждать и поддерживать вибрации отдель- дикулярной оси ТВС определяется распре ных твэлов и пучка в целом. Представленные делением мгновенных значений пульсаций на рис.5 данные показывают качественное давления по периметру внешней границы соответствие интенсивности вибраций пучка пучка твэлов, т.е. по измеренным значени твэлов и уровней пульсаций давления на вхо- ям пульсаций давления на внутренней по де в пучок (перед нижней опорной решеткой). верхности граней чехла Дроссельные шайбы формируют вихревую структуру потока, характеризующуюся вы Fg ( z, ) = p ( z, P, ) dP (1) сокой пульсационной энергией, которая спо собствует интенсификации вибраций пучка P твэлов.

где p ( z, P, ) - мгновенные значения пульса Воздействующие на пучок гидродина мические силы распределены по поверх- ций давления на грани пучка;

P - периметр ности оболочек всех твэлов, но определяю- внешней границы пучка твэлов.

щее значение имеют нагрузки на внешний Фактически компоненты случайной ги ряд. Это связано с тем, что в объеме пучка дродинамической силы в двух взаимно пер формируется достаточно мелкомасштабная пендикулярных направлениях и определялась структура течения с поперечными про- по измерявшимся одновременно пульсациям странственными масштабами, не превыша- давления на внутренней поверхности шести ющими размеров образованной соседними граней чехла (рис. 8) твэлами элементарной ячейки в сечении f g x ( z, ) = p ( z, ) cos i B;

пучка. Такая структура создает поля пуль саций давления на поверхностях оболочек i = (2) твэлов, которые не могут сформировать f g y ( z, ) = p ( z, ) sin i B распределенную нагрузку с устойчивым направлением вектора силы в сечении пуч- i = ка. В то же время течение в зазоре между периферийными рядами твэлов и внутрен- где В - ширина грани периферийного ряда ней поверхностью чехла характеризуется твэлов;

-угол между направлением и норма более крупномасштабной структурой. лью к поверхности грани периферийного ряда Кроме того, здесь в большей степени про- твэлов.

являются эффекты гидроупругости. При По длине пучка твэлов пульсации давле продольном обтекании на боковую по- ния на внутренних поверхностях шести граней верхность периферийного ряда пучка со чехла макета ТВС второго поколения одновре стороны жидкости действуют нормальные менно измерялись в двух сечениях z=72 мм (в пульсационные давления и формируются области первого пролета от нижней опорной пульсационные составляющие касательных до первой дистанционирующей решетки) и напряжений. Очевидно, определяющую z=1527 мм (в середине пролета между шестой и роль в возбуждении поперечных вибраций седьмой дистанционирующими решетками).

Рис. 7. Конструктивная схема размещения импульсных линий при измерениях пульсаций давления на внутренней поверхности чехла макета ТВС ВВЭР- 1- колонка;

2- чехол макета;

3- прокладка;

4- крышка окна колонки;

5-уплотнение;

6-винт уплотнительный;

7-полихлорвиниловая трубка;

8-текстолитовый фланец;

9-винт;

10-штуцер Характеристики гидродинамических малых диаметров. При этом влияние дрос нагрузок на пучок твэлов сельной шайбы проявляется в наибольшей степени на начальном гидродинамическом Результаты определения в соответствие с участке пучка вблизи нижней опорной решет (2) одной из компонент случайных гидродина- ки. Возмущающее воздействие проявляется мических сил (среднеквадратичные значения) тем дальше вдоль пучка, чем меньше диаметр свидетельствуют о существенном влиянии на дроссельной шайбы.

них структуры турбулентного потока теплоно- Полученные данные по среднеквадратич сителя на входе в ТВС (рис.9). Возмущающее ным значениям гидродинамических нагрузок воздействие дроссельных шайб на течение можно обобщить эмпирическими соотноше теплоносителя заключается в формировании ниями вида:

крупномасштабных вихревых структур в 1/ пристеночной области цилиндрической части = C V n.

Fgx хвостовика.

Образующиеся за дроссельными шайбами различных диаметров вихри в пристеночной Показатель степени при скорости на на области и струйное течение с разными ско- чальном гидродинамическом участке (в об ростями в центральной области определяют ласти первого пролета) меняется от 1,7 для существенные отличия в интенсивности невозмущенного турбулентного течения до и спектральном составе пульсаций давле- 2,3 для потока, сформированного дроссельной ния в пучке твэлов и, как следствие, разные шайбой диметром 45 мм. Вдали от нижней действующие на пучок гидродинамические опорной решетки роль возмущающих поток нагрузки. При одинаковых скоростях потока дроссельных шайб снижается и диапазон воды в пучке наибольшие гидродинамические значений показателей степени при скорости нагрузки характерны для дроссельных шайб потока составляет от 1,6 для невозмущенного Рис.8. Схема определения действующих на пучок твэлов случайных гидродинамических сил по измеренным пульсациям давления на внутренней поверхности шестигранного чехла Рис.9. Зависимость среднеквадратичных значений гидродинамических сил, воздействующих в направлении перпендикулярно грани пучка, от скорости течения воды в пучке в сечениях мм (а) и мм (б) для различных условий формирования структуры потока на входе в ТВС 1- невозмущенное турбулентное течение (без дроссельной шайбы на входе в ТВС);

2- дроссельная шайба 52 мм;

3- дроссельная шайба 48,5 мм;

4- дроссельная шайба 45 мм турбулентного потока до 2,0 для дроссельной потока на входе в ТВС;

высокочастотная об шайбы диаметром 45 мм. ласть 100f400 Гц проявляется и вблизи Спектры гидродинамических нагрузок нижней опорной решетки, и на значитель на пучок вблизи нижней опорной решетки и ном удалении от нее, где влияние входных в удаленной от входа области существенно характеристик потока несущественно. Для отличаются (рис.10). В спектрах можно вы- невозмущенного дроссельными шайбами делить две характерные области резонанс- турбулентного течения спектральные составы ных увеличений спектральных плотностей гидродинамических сил вблизи нижней опор энергии пульсаций. Низкочастотная область ной решетки и на значительном удалении от f100 Гц проявляется только на начальном нее становятся близкими.

гидродинамическом участке и обусловлена В условиях невозмущенного дроссельны особенностями формирования структуры ми шайбами течения вклад низкочастотной Рис.10. Спектры гидродинамических сил, воздействующих на пучок в направлении перпендикулярно грани пучка в сечениях z=72 мм (а) и z=1527 мм (б) для различных условий формирования структуры потока на входе в ТВС при скорости воды в пучке 3,14 м/с 1-невозмущенное турбулентное течение (без дроссельной шайбы на входе в ТВС);

2- дроссельная шайба 52 мм;

3 дроссельная шайба 48,5 мм;

4- дроссельная шайба 45 мм области (до 10 Гц) в формирование гидро динамических нагрузок незначителен и не превышает 10%. Следует отметить, что ги дродинамические нагрузки именно в низкоча стотной области, в которой находятся и соб ственные частоты колебаний пучка, обладают наибольшей способностью к возбуждению и поддержанию этих колебаний. При наличии дроссельных шайб гидродинамические на грузки в низкочастотной области могут превы шать 40% от значений в общей полосе частот (рис.11). Приведенные данные показывают, Рис.11. Нормированные гидродинамические что для трех исследованных дроссельных силы в направлении перпендикулярном шайб наименьший вклад низкочастотных, грани пучка твэлов в различных частотных вихрей в гидродинамические силы характе- диапазонах при скорости течения в пучке рен для дроссельной шайбы 45 мм. Это можно 3,14 м/с (сечение z=72 мм) объяснить расширением диапазона размеров 1-невозмущенное турбулентное течение (без энергонесущих вихрей с уменьшением диаме- дроссельной шайбы на входе в ТВС);

2-дроссельная тра дроссельной шайбы. В то же время полная шайба 52 мм;

3-дроссельная шайба 48,5 мм;

энергия вихревого течения оказывается наи- 4-дроссельная шайба 45 мм большей именно для дроссельной шайбы с наименьшим диаметром.

вибрации. При этом при наличии вертикаль ных механических колебаний виброперемеще Заключение ния пучка твэлов в горизонтальной плоскости могут превышать соответствующие значения Таким образом, результаты выполненных в условиях гидродинамического возбуждения расчетных и экспериментальных исследо- более чем в десять раз. Вынужденные маят ваний показывают существенное влияние никовые колебания приводят к возбуждению гидромеханических и гидродинамических вибраций пучка твэлов в плоскости, перпен процессов возбуждения вибраций пучка твэ- дикулярной оси ТВС, с интенсивностью более лов ТВС. Вертикальные и горизонтальные чем в два раза превышающей амплитуды маятниковые колебания ВКУ с вложенными маятниковых колебаний. Установлено, что в них ТВС возбуждают высокоинтенсивные высокие гидродинамические нагрузки на начальном гидродинамическом участке пучка и экономика атомной энергетики».- М., твэлов (в пределах нескольких первых про- 2006.- С.78-86.

летов) характерны для высокотурбулизирор- 3. Расчетно-экспериментальные ис ванного потока, сформированного, например, следования вибрационного поведения дроссельными шайбами на входе в ТВС. Эта тепловыделяющих сборок водоохлаж особенность обусловлена: высокими интен- даемых реакторов в условиях комбини сивностями пульсаций давления перед ниж- рованного гидромеханического нагру ней опорной решеткой;

резонансными повы- жения/ В.И.Солонин, В.В.Перевезенцев, шениями спектральных уровней случайных Н.Ф.Рекшня, С.В.Столотнюк// Доклады Пятой гидродинамических сил в низкочастотной Международной конференции по пробле области, где находятся и собственные частоты мам колебаний (ICOVP-2001).-М.: Институт пучка твэлов. Машиноведения РАН, 2001.-С.433-437.

4. Опыт разработки и использования пьезорезистивных виброакселерометров Список литературы для исследования вибраций ТВС ВВЭР-440/ С.И.Гетя, В.И.Солонин, В.В.Перевезенцев и 1. Активные зоны ВВЭР для атомных др.// Датчики и системы.- 2006.- №10.- С.23 электростанций/ В.Д.Шмелев, Ю.Г.Драгунов, 29.

В.П.Денисов, И.Н.Васильченко – М.: ИКЦ 5. Динамика конструкций гидроаэроу «Академкнига», 2004.- 220 с. пругих систем/Фролов К.В., Махутов Н.А., 2. Эксплуатационный вибромониторинг Каплунов С.М. и др.- М.:Наука, 2002.- 397 с.

внутрикорпусных устройств и топливных сборок реакторов ВВЭР-440/О.В.Овчаров, В.И.Павелко, А.И.Усанов и др.// Пятая Международная научно-техническая кон ференция «Безопасность, эффективность Calculation and experimental investigation was conducted regarding hydrodynamic and hydromechanical excitation of fuel rod bundle vibrations in the VVER-440 fuel assembles (FA). Numerous experimental data on the rod bundle displacement due to vibration under the conditions of signicant change in ow hydrodynamics at the FA inlet as a result of application of throttle washers of various diameters at the water ow rate in the bundle up to 7 m/s (Re numbers up to 7·104) are obtained at the hydrodynamic bench using full-scale models of the standard and second generation FA. Hydrodynamic forces affecting the unit of length of the bundle are determined by pressure pulsations measured along the fuel rod bundle perimeter, and two representative domains of inuence of hydro dynamic loads on vibration intensity are obtained. Signicant inuence of the vertical and pendular horizontal mechanical vibrations of FA are observed simulating vibrations of the reactor core barrel and basket with FA positioned in them. The vertical mechanical vibrations result in increase of the fuel rod bundle displacement due to vibration in the horizontal plane by more than ten times in comparison with the conditions of hydrodynamic excita tion. The forced pendular vibrations excite fuel rod bundle vibrations with intensity which exceeds the amplitude of the pendular vibrations by more than two times.

УДК 001. А.Н. Чуркин, В.А. Мохов, И.Н. Васильченко, И.Г. Щекин ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС»

И.Д. Рябов, В.С. Харитонов Национальный исследовательский ядерный университет «МИФИ»

ВЫЧИСЛИТЕЛЬНАЯ ПРОГРАММА ТЕМПА-ДФС:

ОПИСАНИЕ МЕТОДИКИ РАСЧЕТА Дано описание математической модели и методики расчета вычислительной программы ТЕМПА-ДФС, предназначенной для расчета локальных параметров теплоносителя в стационар ных режимах в ТВС с перемешивающими решетками при пузырьковом кипении теплоносителя.

Методика расчета основана на улучшенной поканальной (поячейковой) методике.

Введение технических мер необходима разработка усо вершенствованной расчетной методики, кото Проект реакторной установки (РУ) для рая должна учитывать наличие ПР в ТВС и АЭС-2006 предусматривает увеличение те- относительно высокое, по сравнению с ВВЭР пловой мощности до 3200 МВт и повышение 1000, паросодержание потока.

давления в парогенераторе по сравнению с В данной статье дано краткое описание ВВЭР-1000, что при прочих равных условиях теплогидравлических кодов, используемых привело бы к снижению коэффициента запа- для обоснования теплотехнической надеж са до кризиса теплоотдачи к твэлам, а также ности охлаждения твэлов в активной зоне к увеличению паросодержания на выходе ВВЭР. Представлены основные проблемы из активной зоны. Потребовалось принятие моделирования течения теплоносителя в компенсирующих решений, таких как повы- условиях кипения на поверхности наиболее шение расхода через реактор и номинального теплонапряженных твэлов. Описаны особен давления теплоносителя в первом контуре, а ности межканального обмена при течении также ограничение максимально допустимого двухфазного теплоносителя.

линейного теплового потока на поверхности В статье представлена методика расчета твэла. В результате этого расчетное значе- программы ТЕМПА-ДФС, которая позволяет ние минимального коэффициента запаса до учесть наиболее важные теплогидравлические кризиса теплоотдачи в режиме нормальной эффекты в ТВС при кипении теплоносителя.

эксплуатации с наихудшей комбинацией про ектных отклонений параметров РУ не менее Вопросы расчетного обоснования 1,39. Однако максимальное массовое паро содержание в «горячей» струе на выходе из активной зоны составляет примерно 10 – 11%. Представленная в статье методика рас Для ВВЭР-1000 эти же параметры равны соот- чета локальных параметров теплоносителя в ветственно 1,30 и 5 %. ТВС основана на поканальном (поячейковом) В проекте РУ для АЭС-2006М планируется подходе.

увеличение тепловой мощности до 3300 МВт. Данный подход широко распространен Для компенсации снижения коэффициента в среде инженерных расчетов, поэтому про запаса до кризиса теплоотдачи в активной грамм, базирующихся на его основе, доста зоне и повышения паросодержания в «горя- точно много [1]. Они отличаются областью чей» струе рассматривается установка в ТВС применимости, в частности, типом теплоноси перемешивающих решеток (ПР) и дальнейшее теля (вода, жидкий метал, газ), возможностью увеличение расхода через реактор. Возможны решения динамических задач, детальностью и другие технические мероприятия. Помимо описания теплогидравлических процессов, гибкостью к изменению расчетной схемы, ме- Основным приближением поканальной тодами решения уравнений. методики расчета является упрощенная за В российской практике расчетного ана- пись уравнения переноса поперечной состав лиза условий охлаждения твэлов активной ляющей импульса [2]. С помощью данного зоны ВВЭР при нормальной эксплуатации уравнения находится поперечный расход или применяются следующие программы, также скорость теплоносителя в зазорах между ка основанные на поканальном подходе: налами. В самом простом способе, позволяю – ПУЧОК-1000 (ОКБ «ГИДРОПРЕСС»);

щем найти поперечный расход теплоносителя – КАНАЛ (ОКБМ);

между каналами, вводится предположение – SC-1 (РНЦ «Курчатовский институт»);

изобарного сечения (программы ПУЧОК – ВЯЗ-М (ГНЦ РФ ФЭИ). 1000 [3, 4], ВЯЗ-М [5], THINC-II [6] и др.). В В поканальной методике расчета межт- соответствии с этим предположением дав вэльное пространство разбивается на систему ление теплоносителя в одном сечении пучка параллельных каналов. При традиционном твэлов для различных каналов одинаковое.

способе разбиения проходного сечения пучка Соответственно, должны быть равны и пере твэлов границы между каналами образуются пады давления в каналах на каждом слое:

линиями, соединяющими центры соседних твэлов. Другой способ разбиения предполагает, (1) что граница раздела между каналами проходит, через линии максимальных скоростей (линии с нулевым касательным напряжением). Второй где pik – перепад давления в канале i на слое способ разбиения более эффективен для раз- k;

p1k – перепад давления в первом канале двинутых решеток (относительный шаг боль- на слое k.

ше 2) [1]. Однако отсутствие данных по меж- Из выражения (1) и из условия постоянства канальному обмену усложняет использование суммарного продольного расхода теплоноси данного разбиения в расчетных программах. теля через пучок твэлов в каждом слое на На рис.1 приведены примеры описанных ходят распределение продольного расхода по выше способов разбиения проходного сечения каналам и величину конвективного притока пучка твэлов на отдельные каналы. или оттока теплоносителя для каждого кана Для каждого канала записывается система ла. Недостатком данной методики является одномерных дифференциальных уравнений отсутствие учета сил инерции, что приводит, в переноса массы, энтальпии и продольной со- частности, к завышенному оттоку теплоноси ставляющей импульса, усредненных по по- теля из наиболее теплонапряженного канала, в перечному сечению канала. котором происходит кипение теплоносителя, Рис.1. Различные способы разбиения проходного сечения пучка твэлов на каналы (фрагмент ТВС):

а – по линиям, соединяющим центры соседних твэлов;

б – по линиям максимальных скоростей.

и, соответственно, к завышению паросодер жания на выходе из «горячего» канала.

Более сложной является методика, в ко торой поперечный расход рассчитывается по перепаду давления между каналами (про граммы COBRA [7], ПУЧОК-БМ [8]):

Рис. 2. Способы разбиения проходного где pik – давление в канале i в слое k;

pjk – сечения пучка твэлов на каналы связи давление в канале j в слое k;

ijk – коэффициент гидравлического сопротивления зазора между каналами i и j на слое k;

gijk – поперечный рас- составляющей импульса только в продольном ход в зазоре между каналами i и j на слое k, направлении:

приходящийся на единицу длины;

– сред няя плотность теплоносителя м е ж д у каналами;

ij – ширина зазора между каналами.

Однако и данная методика не учитывает где z – продольная координата;

lij – расстояние эффект инерции [9]. Поэтому в работе [10] на между центрами каналов i и j;

Fijk – потери основании данных для однофазного тепло- давления на трение и ускорение потока, Па.

носителя авторы предложили формулу для В программе THINC-IV [15] дополнитель расчета ijk, которая некоторым образом по- но был учтен конвективный перенос попереч зволяет учесть влияние продольной скорости: ной составляющей импульса в поперечном направлении:

где – коэффициент гидравлического со противления зазора при нулевой продольной скорости (v/w );

– числовая константа;

vijk где x – поперечная координата.

– поперечная скорость в зазоре;

wijk – продоль- В более поздних программах, в уравнении ная скорость в зазоре. переноса поперечной составляющей импуль Данный способ расчета применен в про- са появляются слагаемые, отвечающие за грамме HAMBO [11, 12]. молекулярно-турбулентный процесс диффу Следующим шагом стал учет конвектив- зии (программы COBRA-IV [16], COBRA-TF ного переноса поперечной составляющей [17], FLICA-4 [18] и др.).

импульса. Для этого необходимо ввести дополнительную систему каналов, так на Вопросы замыкающих соотношений зываемые каналы связи (рис. 2), по проход ному сечению которых усредняется исходное дифференциальное уравнение переноса по- В настоящее время для различных методик перечной составляющей импульса. Разбиение расчета течения двухфазного теплоносителя проходного сечения ТВС на систему каналов существуют апробированные и верифициро связи происходит по линиям, соединяющим ванные на различных экспериментах замыка центры основных каналов с центрами сосед- ющие соотношения по коэффициенту трения них стержней. Однако в различных методиках и теплоотдачи при течении теплоносителя в рассматриваются упрощенные каналы связи трубах и пучках твэлов [19].

(рис. 2). Менее общепринятыми являются за В программах COBRA-IIIС [13] и висимости, позволяющие учесть влияние SC-1 [14] учитывался перенос поперечной на тепло-массообмен дистанционирующих решеток (ДР) и перемешивающих решеток работа в этом направлении была проведена (ПР). Для поканальной методики расчета нет в Физико-энергетическом институте им. ака также общепринятых корреляций по учету демика А.И.Лейпунского. Особенностью ТВС перемешивания теплоносителя между кана- большинства быстрых реакторов является лами при течении двухфазного теплоносителя дистанционирование твэлов проволочными (межканальный обмен массой, импульсом и навивками. Данная особенность приводит к энергией). тому, что основной составляющей межканаль Влияние ДР на тепло-массообмен при ного обмена является направленная конвек течении однофазного теплоносителя проис- ция, хотя определенную значимость имеют ходит из-за изменения профиля скорости и и механизмы молекулярной и турбулентной температуры, дополнительной турбулизации диффузии [1]. Межканальный обмен в ТВС и перемешивания потока теплоносителя при наличии проволочной навивки сильно внутри ячейки за ДР. В большинстве случаев отличается от межканального обмена в пуч наличие ДР ведет к интенсификации процес- ках гладких стержней, применяемых в ВВЭР, сов тепло-массообмена, однако наблюдались однако установка ПР, которые интенсифици случаи, когда интенсивность межканальной руют межканальный обмен, дает возможность турбулентной диффузии за ДР снижалась [1]. использовать опыт, полученный при обосно При течении двухфазного теплоносителя про- вании ТВС быстрых реакторов.

исходит «разрушение» структуры потока и Механизмы молекулярной и турбулентной его гомогенизация по сечению элементарного диффузии достаточно похожи. При наличии канала. Тем не менее можно констатировать, разницы количества субстанции на единицу что в большинстве случаев наличие ДР ведет объема жидкости в смежных каналах проис к интенсификации теплообмена и перемеши- ходит перенос субстанции между каналами вания теплоносителя в пучке твэлов. либо из-за хаотического движения молекул, Перемешивающие решетки должны уси- либо из-за хаотических вихрей в жидкости.

лить эффекты, наблюдаемые для ДР. В частно- Поскольку режим нормальной эксплуа сти, эффективный коэффициент турбулентной тации ВВЭР на номинальном уровне мощ диффузии за ПР увеличивается в 6 – 10 раз. ности характеризуется большими числами Кроме того, отклонение потока теплоносите- Рейнольдса в активной зоне (развитое турбу ля на ребрах или дефлекторах ПР приводит лентное течение), то механизм турбулентной к разрушению пузырькового пограничного диффузии доминирует над механизмом моле слоя и заставляет воду контактировать с по- кулярной диффузии. Коэффициенты молеку верхностью нагрева [20]. лярной и турбулентной диффузий могут отли Наиболее известной работой по иссле- чаться на порядки [22]. Поэтому в дальнейшем дованию влияния ДР на кризис теплоотдачи будем говорить в основном о турбулентной является работа Тонга, который ввел фактор диффузии, понимая, что в экспериментах по объемных решеток Fs [21] (коэффициент дис- изучению межканального обмена между кана танционирования [20]). лами молекулярная и турбулентная диффузии Межканальный обмен массой, импульсом не разделяются.

и энергией, как уже отмечалось выше, является В различных литературных источниках другим важным и слабо изученным фактором, межканальный обмен характеризуется разны влияющим на формирование профиля скоро- ми параметрами.

сти и температуры в ТВС ядерных реакторов. При описании обмена массой между смеж Межканальный обмен в ТВС осуществляется ными каналами обычно используется понятие за счет трех механизмов: турбулентного поперечного потока массы – молекулярная диффузия;

теплоносителя m'ij (кг/(с·м)), приходящегося – турбулентная диффузия;

на единицу длины канала. Для нахождения – направленная конвекция. турбулентного поперечного потока массы Наиболее подробно межканальный обмен применяются различные зависимости. Для в ТВС был исследован для быстрых реак- нахождения m'ij используются:

торов с жидкометаллическим теплоносите- – коэффициент диффузии тепла (м2/с) лем, имеющих по сравнению с ВВЭР более [23]:

высокую энергонапряженность. Большая – энтальпия поперечного потока (для неизокинетических условий) выше средней – коэффициент межканального турбу- энтальпии ячейки-донора;

лентного обмена (1/м) [1]: – стремление паровой фазы из затеснен ных ячеек в более открытые высокоскорост ные области пучка.

Неравномерность коэффициента межка нального обмена впервые была отмечена в – число Стантона для перемешивания St работе [28]. При расчетах экспериментов по [23]: программе COBRA коэффициент перемеши вания варьировался для поиска наилучшего согласования результатов. В результате для однофазного теплоносителя наилучшее зна чение было равно 0,005, а для двухфазного – коэффициент перемешивания ij, вве- теплоносителя 0,04. Однако эффект усиления денный Rowe D.S. [24]: перемешивания уменьшается с увеличением давления и массовой скорости теплоносителя.

Один из примеров изменения коэффициента (2) межканального перемешивания от весового паросодержания представлен на рис.3. На где – средняя массовая этом же рисунке видно влияние ДР на интен скорость теплоносителя в каналах i и j. В ряде сивность перемешивания.

источников ij также называют числом В ряде случаев наблюдалось увеличение Стантона для перемешивания. межканального перемешивания при начале Экспериментальные работы по изучению кипения с недогревом при значениях x боль молекулярного и турбулентного межканаль- ше –0,1 [23, 29] (рис.4), однако эти данные ного обмена в смежных каналах и сборках требуют дополнительной проверки, поэтому стержней проводились, начиная с 60-х годов обычно в расчетных программах до значения прошлого столетия. x равного нулю применяются корреляции для Полученные авторами экспериментов однофазного теплоносителя.

формулы для расчета межканального обмена То, что энтальпия поперечного потока (для за счет диффузии в пучках гладких стерж- неизокинетических условий) выше средней ней на порядок отличаются друг от друга.

Особенно большие различия наблюдались при течении теплоносителей с умеренным числом Прандтля (вода, воздух) [1].

Было отмечено, что турбулентное пере мешивание в пучках стержней выше, чем это предсказывается теорией турбулентной диффузии. При этом отличие могло достигать 80 %. Расчетными и экспериментальными исследованиями это явление было объяснено вторичными течениями, возникающими в ка налах сложной формы [25-27].

При течении двухфазного теплоносителя картина межканального обмена существенно усложняется. В этом случае наблюдаются сле дующие эффекты: Рис.3. Пример изменения коэффициента – неравномерность коэффициента перемешивания с изменением весового межканального обмена при положительных паросодержания потока на выходе значениях x;

из пучка [29] - данные при наличии ДР;

------ - данные при отсутствии ДР.

энтальпии ячейки-донора, демонстрируется на рис.5.

В случае разного проходного сечения смежных каналов наблюдается стремление пара из затесненного канала в канал с боль шим проходным сечением [28, 30] (рис.6).

Подробное исследование данного явления на газо-водяной смеси проведено в Японии [31 – 34].

Описание предлагаемой методики расчета Общее описание методики Представляемая методика расчета основа Рис.4. Пример изменения коэффициента на на поканальной методике, в соответствии с перемешивания с изменением среднего которой межтвэльное пространство ТВС раз весового паросодержания потока на выходе бивается на систему параллельных каналов, из пучка при кипении с недогревом [23] между которыми может осуществляться обмен массой, импульсом и энергией. Данная мето дика позволяет также моделировать течение теплоносителя в направляющем канале (НК), Рис.5. Представленная в работе [29] по данным работы [35] зависимость интенсивности межканального массообмена (число Стантона St) жидкостью и паром в двухфазном потоке от весового паросодержания при изменении массовой скорости (а, б) и давления теплоносителя (в, г) Разбиение расчетной области на контрольные объемы Поканальная методика расчета ориентиро вана на теплогидравлические системы, кото рые можно разбить на систему параллельных каналов. В описываемой методике принято, что при записи уравнений сохранения массы, энтальпии и продольной составляющей им пульса используется один способ разбиения системы на каналы, а при записи уравнений сохранения поперечной составляющей им пульса – другой способ. Каналы, полученные первым способом, будем называть основны ми каналами, а каналы, полученные вторым способом – каналами связи. Канал связи рас положен между двумя основными каналами и предназначен для расчета поперечного течения теплоносителя между ними. Пример схемы разбиения проходного сечения пучка твэлов на каналы приведен на рис.7.

В продольном направлении система, в свою очередь, разбивается на слои. Причем Рис.6. Представленная в работе [28] для уравнений сохранения массы, энтальпии зависимость энтальпии поперечного и поперечной составляющей импульса ис потока для угловой ячейки пучка hij от пользуется один способ разбиения системы паросодержания ячейки-донора xi. на слои (основной способ), а для уравнения сохранения продольной составляющей им пульса – другой способ, в котором граница и учитывать теплопередачу между теплоно- слоя проходит через центральную линию сителем в НК и в межтвэльном пространстве. основного слоя.

Математическая модель основана на записан- Пересечения каналов и слоев образуют ных в интегральной форме для неподвижных наборы контрольных объемов (КО). Таким в пространстве контрольных объемов урав- образом, для записи уравнений сохранения нениях сохранения массы компонентов паро- расчетная область разбивается на смещенные водяной смеси, а также импульса и энтальпии друг относительно друга наборы неподвиж паро-водяной смеси, при этом учитывается ных в пространстве контрольных объемов:

проскальзывание пара относительно воды.

Рис.7. Схема разбиения проходного сечения пучка твэлов на каналы В дальнейшем будем использовать сле,,. дующую терминологию:

Схема разбиения каналов на контрольные Vik – основной контрольный объем;

– объемы приведена на рис. 8. контрольный объем продольной связи;

Набор {Vik} используется для записи урав- – контрольный объем поперечной связи.

нений сохранения массы и энтальпии паро водяной смеси. Уравнения сохранения Набор используется для записи урав нений сохранения продольной составляющей Для заданных наборов контрольных объе импульса смеси, а набор - для записи мов уравнения сохранения массы, энтальпии уравнений сохранения поперечной составля- и импульса паро-водяной смеси записывают ющей импульса смеси. ся, соответственно, следующим образом:

Рис. 8. Разбиение каналов на контрольные объемы Исходя из сказанного выше, можно пред (3) ставить поверхность Sik контрольного объема Vik как объединение отдельных граничных элементов:

(4) Аналогичные выражения получаются для (5) контрольных объемов и:

(6) (7) Пользуясь свойством аддитивности ин тегралов, в уравнениях (3) – (8) интегралы по поверхности контрольного объема можно (8) разбить на сумму интегралов по каждому элементу поверхности. При этом ряд слагае где Sik –поверхность контрольного объема Vik;

мых обращается в нуль вследствие того, что –поверхность контрольного объема ;

скорость теплоносителя на стенке обращается ijk –поверхность контрольного объема в ноль.

.

В уравнениях (3) – (8) и ниже по тексту Используя теорему о среднем, можно (пока не будет специально отмечено) нижний представить интеграл по объему или по по индекс m при векторах обозначает проекцию верхности следующим образом:

вектора на одну из осей координат, и может заменяться в уравнениях на обозначения x, y, z. По дважды повторяющемуся индексу должно быть произведено суммирование по всем трем проекциям. Параметры без нижних индексов «ж» или «п» обозначают параметры паро-водяной смеси.

Поверхность каждого контрольного объе ма разбивается на элементы, которые граничат либо с другими контрольными объемами из того же самого набора контрольных объемов, либо со стенками. Например, для типичной геометрии ТВС поверхность Sik основного контрольного объема Vik из канала i в слое k разбивается, в частности, на следующие эле менты (рис. 9):

sik – граница с контрольным объемом из следующего (верхнего) слоя;

sik-1 – граница с контрольным объемом из предыдущего (нижнего) слоя;

sijk – элемент поверхности, общий с кон трольным объемом из соседнего канала j;

sikn – элемент поверхности, связанный с Рис. 9. Пример разбиения поверхности твердой стенкой под номером n. контрольного объема на отдельные элементы где () – произвольная функция от произ- соседних твэлов) равна нулю, мы получаем вольной переменной ;

Z – область интегриро- из двух уравнений (7), (8) одно уравнение вания;

0 – некоторое значение переменной для поперечной составляющей скорости, внутри области интегрирования Z. Однако для направленной по линии, проходящей через упрощения необходимо предположить, что ис- центры основных соединяемых контрольных пользуемые в уравнениях сохранения средние объемов.

величины относятся к центрам контрольных Учитывая все вышеперечисленное и введя объемов, при этом в последующем эту сред- новые переменные - расходы воды, пара и сме нюю величину будем обозначать как. си в продольном направлении Если средняя величина некоторой обоб щенной переменной относится к центру Gж = (1-)жwж s, контрольных объемов Vik, или Vijk, то она будет обозначаться как ik, или ijk, со ответственно. Если средняя величина будет Gп=пwпs, относиться к центрам верхней или нижней границы контрольного объема Vijk, то она бу дет обозначаться как или, G=Gж+Gп, соответственно.

Поскольку в рассматриваемой задаче про дольная составляющая скорости vz преоблада- а также расходы воды, пара и смеси в попереч ет над поперечными составляющими, то для ном направлении удобства записи уравнений будем обозначать в дальнейшем ее через переменную w. Кроме gж = (1-)жvж, того, в каждом канале связи при записи урав нений переноса поперечной составляющей им пульса сделаем преобразование координат x и gп= пvп, y так, чтобы ось x была направлена параллель но линии, соединяющей центры контрольных объемов соединяемых основных каналов. В g = gж + gп, этом случае, предполагая, что составляющая скорости вдоль оси y (соединяющей центры получим следующую систему уравнений:

(9) (10) (11) (12) (13) В уравнениях (9) – (13) пренебрегается где Cк = 17 м–1;

xж – относительная энталь диффузией массы, импульса и энергии в про- пия воды, равная дольном направлении. В уравнениях (9), (10) пренебрегается диффузией массы отдельных компонент паро-водяной смеси в поперечном направлении вследствие предположения, что разница плотностей компонент в соседних ка- xгк = (hгк – h')/r – относительная энтальпия налах мала. В уравнении (13) также пренебре- воды, при которой в рассматриваемом сече гается диффузией поперечной составляющей нии канала происходит начало поверхност импульса в поперечном направлении. ного кипения;

hгк – энтальпия воды на гра Для замыкания системы уравнений (9) – (13) нице кипения, определяемая по температуре необходимо задать интерполяционные функ- tгк=ts-q/оф, где оф – коэффициент теплоотда ции для значений переменных на границах чи, для однофазного потока.

контрольных объемов, уравнение состояния, Поток тепла от стенки в уравнении (11) соотношения для силы вязкого трения и по- определяется через коэффициент теплоотдачи.

тока тепла от стенки, проскальзывания пара и До начала развитого поверхностного кипения коэффициента турбулентного перемешивания, коэффициент теплоотдачи расчитывается по а также задать граничные условия. формуле [36]:


Замыкающие соотношения В уравнениях сохранения массы для жидкой (9) и паровой (10) фаз есть слагаемое где А=0,023 при течении теплоносителя в кру ik – расход испарения жидкости, который глой трубе и А=0,0165+0,02[1–0,91/(s/d)2](s/d)0, определяет интенсивность фазового перехода. при течении теплоносителя в пучке стержней.

В условиях поверхностного кипения (при от- Для расчета коэффициента теплоотдачи носительных энтальпиях x, близких к нулю) при кипении вначале определяется коэффи поток теплоносителя является неравновесным циент теплоотдачи при кипении в большом [36, 37]. Поэтому, наряду с испарением жид- объеме (формула Д.А.Лабунцова) [36] кости происходит конденсация пара. В этом случае результирующий расход испарения жидкости можно определить выражением где давление p используется в диапазоне от до 200 бар.

где исп, кон – интенсивности соответствен- Учет течения теплоносителя производится но генерации (испарения) и конденсации пара по формуле В.М.Боришанского [36] в контрольном объеме (кг/(м·с)), представляю щие собой массу пара, генерируемого и кон денсирующегося в потоке теплоносителя на единице длины канала в единицу времени.

На основе анализа экспериментальных дан- Данная формула используется при разви ных для интервала давления от 1 до 16 МПа, том объемном кипении [36].

массовых скоростей от 500 до 3500 кг/(мс), При развитом поверхностном кипении тепловых потоков от 0,5 до 2,5 МВт/м в [38] tstf tпк коэффициент теплоотдачи рассчиты были предложены следующие зависимости вается по формуле [36] для исп, кон [36]:

Граница начала развитого поверхностного кипения определяется по формуле [36] следующие зависимости для расчета коэффи циентов турбулентного перемешивания:

.

(17) Силы вязкого трения определяются через коэффициент гидравлического сопротивле ния трения. Замыкающие соотношения для этого коэффициента аналогичны принятым в (18) программном комплексе ТРАП [4].

Истинное объемное паросодержание определяется с использованием модели пото- где l, r, и – функции, приведенные в [35];

ка дрейфа [39, 40]. офж и офп– коэффициенты турбулентного В уравнения (11) и (12) входят слагаемые перемешивания для однофазного теплоноси и, которые связаны с диффузией в по- теля, соответственно, воды и пара, которые в перечном направлении энтальпии и продоль- данной методике определяются по корреля ной составляющей импульса. В каждом кана- ции, полученной на основании работы [42]:

ле и слое перечисленные выше слагаемые представляют собой сумму потоков соответ ствующих величин через границы со смеж ными каналами:

однако окончательная форма выражения (14) для расчета оф будет уточнена после про ведения экспериментов с перемешиванием однофазного теплоносителя на стендах ОКБ «ГИДРОПРЕСС» и ГНЦ РФ ФЭИ. Также, (15) требуется проверка зависимостей (17), (18) на диапазон давлений выше 10 МПа.

В данной методике расчета, аналогично Учет ПР с турбулизаторами потока будет методике расчета программы ТЕМПА-1Ф [41], производиться за счет введения поправки в все слагаемые в выражениях (14) и (15) рас считываются, исходя из понятия объемного расхода турбулентного перемешивания, при ходящегося на единицу длины канала связи (16) С учетом (16) потоки из выражений (14) и (15) запишутся в виде Расчет турбулентного поперечного потока массы теплоносителя (см. выражение (2)) выполняется в предположении раздельного течения фаз [29]. В работе [35] предложены Рис. 10. Типы межканального обмена на различных участках пучка твэлов расчет коэффициента турбулентного переме- Cк – коэффициент, 1/м;

шивания, которая экспоненциально уменьша- D – гидравлический диаметр, м;

ется в направлении потока. cf – коэффициент трения;

При использовании ПР, которые отклоня- D – диаметр канала, м;

ют поток теплоносителя, будет задаваться ис- d – диаметр твэла, м;

точниковый член Ftijk в уравнении сохранения i, j – номер канала;

поперечной составляющей импульса (13), а f – удельная объемная сила, м/с;

также местное гидравлическое сопротивление F – источниковый член в уравнении сохра для продольного течения. нения импульса, Н;

Схематично способ учета ДР и ПР в рас- g – поперечный расход теплоносителя, кг/с;

четах межканального обмена продемонстри- G – продольный расход теплоносителя, кг/с;

рован на рис. 10. h – удельная энтальпия теплоносителя, Конкретные корреляции, необходимые Дж/кг;

для учета ПР, будут разрабатываться после H – источниковый член в уравнении проведения экспериментов и расчетов по ко- сохранения энтальпии, Вт;

дам CFD. k – номер слоя;

l – расстояние между осями соседних каналов, м;

Заключение M – источниковый член в уравнении со хранения массы, кг/с;

В данной статье представлено описание m' – турбулентный поперечный поток массы методики расчета локальных параметров теплоносителя, кг/(с·м);

теплоносителя в ТВС с ПР при кипении те- n – номер стенки, граничащей с каналом;

плоносителя в струе, которая основана на по- p – давление, Па, бар;

канальной (поячейковой) методике. Pr – критерий Прандтля;

Помимо учета ПР предложенная методика Q' – объемный расход турбулентного пере позволяет учесть наиболее важные тепло- мешивания, м/с;

гидравлические эффекты, которые могут на- q – плотность теплового потока, Вт/м;

блюдаться в ТВС при кипении теплоносителя ql – линейная плотность теплового потока, в условиях нормальной эксплуатации: Вт/м;

– вынужденное течение теплоносителя в r – скрытая теплота парообразования, Дж/кг;

поперечном направлении с учетом сил инер- Re – критерий Рейнольдса;

ции;

s – множество точек отдельных элементов – неравномерность коэффициента меж- поверхности контрольного объема, м;

площадь канального турбулентного обмена;

поверхности, м, шаг расположения твэлов, м;

– стремление паровой фазы из затеснен- S – множество точек поверхности кон ных ячеек в более открытые высокоскорост- трольного объема, м;

ные области пучка. St – число Стантона;

Для учета ПР необходима разработка кор- t – температура, С;

реляций для источникового члена Ftijk в урав- V – объем, м;

нении сохранения поперечной составляющей v – компоненты скорости или поперечная импульса. скорость, м/с;

В дальнейшем возможно уточнение за- w – продольная скорость, м/с;

мыкающих соотношений для коэффициентов x – поперечная координата, м;

относитель трения, тепло- и массообмена с учетом ради- ная энтальпия;

ального распределения параметров теплоно- Xр – массовое расходное паросодержание;

сителя по сечению элементарного канала [43, y – поперечная координата, м;

44]. z – продольная координата, м;

высота слоя, м;

– коэффициент теплоотдачи, Вт/(м·К);

– коэффициент турбулентного Условные обозначения перемешивания;

– расход испарения жидкости, кг/с;

A – коэффициент;

– интенсивность фазового перехода, кг/(м·с);

– ширина зазора между твэлами, м;

процесса. Москва: Энергоатомиздат, 1989.

– коэффициент диффузии, м/с;

184 с.

– коэффициент теплопроводности, Вт/(м·К);

2. Sha W.T. An owerview on rod-bundle h – поток энтальпии из контрольного thermal-hydraulic analysis // Nuclear Engineering объема за счет молекулярной и турбулентной and Design, 1980. V.62. P.1 – 24.

диффузии, Вт;

3. Определение локальных теплоги G – поток продольной составляющей дравлических характеристик и анализ кри импульса из контрольного объема за счет молеку зисных условий в пучке тепловыделяющих лярной и турбулентной диффузии, Н;

стержней / В.И. Абрамов, Ю.М. Коновальцев, – коэффициент межканального турбу Е.И. Левин и др. // Труды семинара СЭВ ТФ лентного обмена (1/м) 74. Исследования критических тепловых – периметр, м;

потоков в пучках стержней в стационарных – кинематическая вязкость теплоносите и нестационарных режимах теплообмена.

ля, м/с;

Москва: Институт атомной энергии им. И.В.

– истинное объемное паросодержание;

Курчатова, 1974. С.201 – 208.

– коэффициент гидравлического сопро 4. Расчетное обоснование теплогидрав тивления трения;

лических характеристик реактора и РУ ВВЭР – плотность теплоносителя, кг/м;

/ В.П. Спассков, Ю.Г. Драгунов, С.Б. Рыжов и – тензор поверхностного напряжения, Н/м;

др. М.: ИКЦ «Академкнига», 2004. 340 с.

– касательное напряжение на стенке, Н/м.

5. Гущин Е.В., Колмаков А.П. Программа поканального теплогидравлического расчета Индексы: ВЯЗ-М и некоторые результаты расчетов // Сборник трудов 2-ой Всероссийской научно технической конференции «Обеспечение бо – большой объем;

безопасности АЭС с ВВЭР», Подольск, 2001.

гк – граница начала поверхностного Т.5. С.125 – 131.

кипения;

6. Chelemer H., Weisman J., Tong L. S.

исп – испарение;

Subchannel thermal analysis of rod bundle cores ж – жидкость;

// Nuclear Engineering and Design, 1972. V.21.

кип – кипение;

P. 35 – 45.

кон – конденсация;

7. Rowe D.S. Cross-ow mixing between об – обогреваемый parallel ow channels during boiling. Part I.

оф – однофазный;

COBRA – computer program for coolant boiling in п – пар;

rod arrays, Report № BNWL-371 (Pt.1) / Battelle пк – поверхностное кипение;

Pacic Northwest Laboratories. Richland, WA h – гидравлический;

(USA), 1967. 112 p.

i, j – номер канала;

8. Мингалеева Г.С., Миронов Ю.В.

k – номер слоя;

Теплогидравлический расчет многостержне m – индекс суммирования;

вых тепловыделяющих сборок, охлаждаемых n – номер твердой стенки;

однофазным теплоносителем // Атомная энер s – свойство на линии насыщения;


гия, 1980. Т.48. С.303 – 308.

t – поперечная составляющая;

9. Weisman J., Bowring R.W. Methods x – составляющая вектора вдоль оси x for detailed thermal and hydraulic analysis of (поперечное направление);

water-cooled reactors // Nuclear Science and y – составляющая вектора вдоль оси y Engineering, 1975. V.57. P.255 – 276.

(поперечное направление);

10. Chelemer H., Weisman J., Tong L.S.

z – составляющая вектора вдоль оси z Subchannel thermal analysis of rod bundle cores (продольное направление).

// Nuclear Engineering and Design, 1972. V.21.

P.35 – 45.

Список литературы 11. Bowring R.W. HAMBO: a computer programme for the subchannel analysis of the 1. Жуков А.В., Сорокин А.П., Матюхин hydraulic and burnout characteristics of rod Н.М. Межканальный обмен в ТВС быстрых clusters. Part 1. General description. Report № реакторов: Теоретические основы и физика AEEW-R-524 / Atomic Energy Establishment. 21. Тонг Л. Кризис кипения и критический Winfrith (England), 1967. 24 p. тепловой поток. Пер. с англ. М.:Атомиздат, 12. Bowring R.W. HAMBO: a computer 1976. 100 с.

programme for the subchannel analysis of the 22. Ramm H., Johannsen K., Todreas N.E.

hydraulic and burnout characteristics of rod Single phase transport within bare rod arrays at clusters. Part 2. The equations. Report № AEEW- laminar, transition and turbulent ow conditions R-582 / Atomic Energy Establishment. Winfrith // Nuclear Engineering and Design, 1974. V.30.

(England), 1968. 60 p. P.186 – 204.

13. Rowe D.S. COBRA IIIC: digital 23. Castellana F.S., Adams W.T., Casterline computer program for steady state and transient J.E. Single-phase subchannel mixing in a simulated thermal-hydraulic analysis of rod bundle nuclear nuclear fuel assembly // Nuclear Engineering and fuel elements, Report № BNWL-1695. / Battelle Design, 1974. V.26. P.242 – 249.

Pacic Northwest Laboratories. Richland, WA 24. Rowe D.S. Cross-ow mixing between (USA), 1973. 104 p. parallel ow channels during boiling. Part II.

14. Кобзарь Л.Л., Олексюк Д.А. Развитие и Measurement of ow and enthalpy in two parallel верификация программы SC-1, предназначен- channels, Report № BNWL-371 (Pt.2) / Battelle ной для поячейкового теплогидравлического Pacic Northwest Laboratories. Richland, WA расчета активных зон ВВЭР // Сборник трудов (USA), 1967. 63 p.

2-ой Всероссийской научно-технической кон- 25. Левченко Ю.Д., Ушаков П.А.

ференции «Обеспечение безопасности АЭС с Гидродинамика турбулентного потока жидко ВВЭР», Подольск, 2001. Т.3. С.22 – 40. сти в каналах правильных треугольных пуч 15. An improved thermal-hydraulic analysis ков стержней. Аналитический обзор. № Е–11, method for rod bundle cores / H. Chelemer, ОБ-64. Обнинск: Физико-энергетический L.E. Hochreiter, L.H. Boman, P.T. Chu // Nuclear институт, 1976. 53 с.

Engineering and Design, 1977. V.41. P.219 – 229. 26. Rehme K. The structure of turbulence 16. COBRA-IV-I: An interim version of in rod bundles and the implications on natural COBRA for thermal-hydraulic analysis of rod mixing between the subchannels // Int. Journal of bundle nuclear fuel elements and cores, Report Heat and Mass Transfer, 1992. V.35. P.567 – 581.

№ BNWL-1962 / C.L. Wheeler, C.W. Stewart, 27. Юдов Ю.В. Расчет интенсивности тур R.J. Cena et al. / Battelle Pacic Northwest булентного межъячейкового перемешивания Laboratories. Richland, WA (USA), 1976. 267 p. и теплообмена в тепловыделяющих сборках 17. Analysis of FLECHT-SEASET 163-rod с треугольной упаковкой на основе DNS.

blocked bundle data using COBRA-TF. Report № НИТИ им. Александрова. Годовой отчет, 2005.

NUREG/CR-4166, EPRI-NP-4111, WCAP-10375 / С.144 – 154.

C.Y. Paik, L.E. Hochreiter, J.M. Kelly, R.J. Kohrt 28. Lahey R.T., Jr., Shiralkar B.S., / Westinghouse Electric Corp. Pittsburgh, PA Radcliffe D.W. Mass ux and enthalpy distribution (USA), 1985. 692 p. in a rod bundle for single- and two-phase ow 18. FLICA-4: a three-dimensional two- conditions // Journal of Heat Transfer, 1971. V.93.

phase ow computer code with advanced P.197 – 209. (Лахи Р.Т. мл., Ширалкар В.С., numerical methods for nuclear applications Радклиф Д.В. Распределение массовой скоро / I. Toumi, A. Bergeronb, D. Gallob et al. // сти и энтальпии в пучке стержней для одно Nuclear Engineering and Design, 2000. V.200. фазного и двухфазного потоков // Труды аме P.139 – 155. риканского общества инженеров-механиков.

19. Кириллов П.Л., Юрьев Ю.С., Теплопередача, 1971. Сер. С. № 2. С.64 – 78).

Бобков В.П. Справочник по теплогидрав- 29. Молекулярный и турбулентный меж лическим расчетам (ядерные реакторы, канальный обмен в двухфазных потоках / теплообменники, парогенераторы). М.: А.П.Сорокин, А.В.Жуков, Ю.Н.Корниенко, Энергоатомиздат, 1990. 360 с. В.И.Кривенцев, П.А.Титов. № ФЭИ–1870.

20. Клочкова Л.Ф., Сапанкевич А.П. Обнинск: Физико-энергетический институт, Кризис теплоотдачи в пучках стержней. 1987. 19 с.

Аналитический обзор. №Е-11, ОБ-23. Обнинск: 30. Гаврилин А.И., Бегунова А.М.

Физико-энергетический институт, 1976. 219 с. Экспериментальное и аналитическое иссле дование распределения параметров кипяще го теплоносителя на модели сборки твэлов.

№ П-10 (304). Димитровград: НИИАР, 1977. 37. Кириллов П.Л., Юрьев Ю.С.

22 с. Гидродинамические расчеты: Справочное 31. Sadatomi M., Kawahara A., Sato Y. Flow учебное пособие. М.: ИздАТ, 2009.

redistribution due to void drift in two-phase ow in 38. Молочников Ю.С., Баташова Г.Н.

a multiple channel consisting of two subchannels Истинное паросодержание при кипении воды // Nuclear Engineering and Design, 1994. V.148. с недогревом в трубах. – В кн.: Достижения в P.463 – 474. области исследования теплообмена и гидрав 32. A modied equilibrium void distribution лики двухфазных потоков в элементах энер model applicable to subchannel-scale vapor- гооборудования. Л., 1973.

liquid cross ow model for conventional square 39. Mishima K., Ishii M., Flow regime and tight lattice BWR fuel bundles / A. Hotta, transition criteria for upward two-phase ow in H. Shirai, M. Azuma, M. Sadatomi, A. Kawahara, vertical tubes // Int. J. Heat and Mass Transfer.

H. Ninokata // Nuclear Engineering and Design, 1984. V.27. №5. P.723 – 737.

2005. V.235. P.983 – 999. 40. Похвалов Ю.Е., Деев В.И., Корсун А.С.

33. Single- and two-phase turbulent mixing Истинное расходное паро-, газосодержание rate between adjacent subchannels in a vertical 2f 3 при течении в канале. М: МИФИ, 1991. 44 с.

rod array channel/ M. Sadatomi, A. Kawahara, 41. Чуркин А.Н. Математическое моде K. Kano, Y. Sumi // International Journal of лирование процессов тепломассопереноса Multiphase Flow, 2004. V.30. P.481 – 498. в пучках тепловыделяющих стержней:

34. Flow characteristics in hydraulically Автореф. дис. … канд. тех. наук. ФГУП ОКБ equilibrium two-phase ows in a vertical 23 «ГИДРОПРЕСС». Подольск. 2006.

rod bundle channel / M. Sadatomi, A. Kawahara, 42. Elder J.W. The dispersion of marked uid K. Kano, S. Tanoue // International Journal of in turbulent shear ow // The Journal of Fluid Multiphase Flow, 2004. V.30. P.1093 – 1119. Mechanics, 1959. Vol.5. P.544 – 560.

35. Слуцкер В.П., Болонов Е.П., Тарасова 43. Уоллис Г. Одномерные двухфазные Н.В. Экспериментальное исследование интен- течения. М.: «МИР», 1972. 440 с.

сивности турбулентного переноса в каналах 44. Корниенко Ю.Н. Квази-двумерное мо сложной формы // Теплоэнергетика, 1983. №2. делирование замыкающих соотношений для С.25 – 28. пристенного трения, тепло- и массообмена в 36. Клемин А.И., Полянин Л.Н., Стригулин каналах и сборках стержней // Теплофизика М.М. Теплогидравлический расчет и тепло- 98. Обнинск, ФЭИ, 1998. С.418 – 429.

техническая надежность ядерных реакторов.

М.: Атомиздат, 1980.

The paper presents a description of mathematical model and calculation procedure of the TEMPA-DFS code intended for calculation of the coolant local parameters under steady-state conditions in the fuel assemblies with mixing vanes during nucleate boiling of coolant. The calculation procedure is based on an improved channel-by channel (cell-by-cell) procedure.

УДК 621.039. Г.Л.Пономаренко, к.т.н.;

М.А.Быков, к.т.н.;

А.М.Москалёв (ОАО ОКБ «ГИДРОПРЕСС») ИСПОЛЬЗОВАНИЕ МЕТОДА BEPU ДЛЯ ИССЛЕДОВАНИЯ ЗАПРОЕКТНЫХ АВАРИЙНЫХ РЕЖИМОВ С ЗАХОЛАЖИВАНИЕМ В ВВЭР- Для серийной РУ с ВВЭР-1000 проанализированы гипотетические ситуации с глубоким захолажива нием теплоносителя. Специально подобраны запроектные сценарии, позволяющие выявить эффектив ность влияния на безопасность внутренних свойств ядерного топлива и аварийной защиты реактора в таких состояниях, в которых значения критериальных параметров близки к приёмочным критериям или нарушают их. Рассматривались различные фазы аварии: ATWS, повторной критичности и «холодной пробки». При срабатывании АЗ моделировались множественные отказы ОР СУЗ. Анализ проводился по коду КОРСАР/ГП. На первом этапе исследования рассматривался единичный консервативный вариант, из анализа которого показана целесообразность использования метода BEPU. Затем на втором этапе исследования с использованием кода ПАНДА проводился анализ множества вариантов в BE приближении с оценкой неопределённостей по множеству статистически варьируемых параметров – нейтронных, те плофизических, теплогидравлических и гидродинамических. Продемонстрированы преимущества метода BEPU в выявлении запасов по безопасности.

Введение критериев по топливу. В этих условиях безопасность может обеспечиваться и без В анализах безопасности особое место срабатывания АЗ, то есть в условиях ATWS. В занимают аварии с быстрым захолаживани- соответствии с современной идеологией без ем теплоносителя, вводящем реактивность в опасности, представленной, например в EUR активную зону. При этом мощность реактора (European Utility Requirements), аварии ATWS быстро возрастает и возникает опасность являются запроектными, они накладываются перегрева топлива (т.е. нарушения приёмоч- только на аварии категории 2 (с частотой бо ных критериев) – достижения кризиса тепло- лее 10-2 1/год) и в проекте детерминистически обмена и перегрева оболочки, плавления и анализируются в BE приближении.

фрагментации топлива. Для обеспечения В условиях глубокого захолаживания (на безопасности вступают в действие внутрен- пример, в аварии с разрывом паропровода) ние свойства ядерного топлива и штатные при достижении баланса реактивностей за средства безопасности (прежде всего аварий- счёт действия только внутренних свойств, ная защита). Внутренне присущие свойства приёмочные критерии могут нарушаться. Для – коэффициенты реактивности по топливу и предотвращения этого включаются средства теплоносителю играют здесь двоякую роль. воздействия на реактивность – прежде всего Их негативный аспект состоит в создании АЗ, которая быстро вводит порцию отрица изначальной положительной реактивности тельной реактивности. При наличии большого при снижении температуры. Позитивный количества ОР СУЗ (например, 85 шт. и более) аспект состоит в последующем создании от- реактор переводится в глубокую подкритич рицательной реактивности, он включается и ность и остаётся в ней, несмотря на последую усиливается по мере повышения мощности щее охлаждение. В серийном реакторе ВВЭР и температуры активной зоны. В результате 1000 (В-320) с 61 ОР СУЗ при моделировании формируется равенство или баланс реактив- несрабатывания части из них, реактор может ностей – положительной и отрицательной. в условиях ЗПА выйти из подкритического со В условиях небольших захолаживаний стояния в повторную критичность. Это про (например, течи по второму контуру) такой является в некотором повышении мощности баланс возникает без нарушения приёмочных реактора. В результате баланс реактивностей формируется, однако при меньших параме- также употребляется в условном смысле, трах топлива, и безопасность обеспечивается. поскольку обычно оно применяется только в Настоящая статья посвящена анализу трёх отношении режимов категории 2.

потенциально наиболее опасных фаз захо- Промежутки времени, в течение которых лаживания – ATWS, достижения повторной реализуются такие состояния, назовём пико критичности и прохождения быстрой «холод- выми интервалами.

ной пробки» через активную зону.

Для такого анализа полезным и эффектив Обобщённый сценарий ЗПА ным, а возможно, и незаменимым, представля ется применение метода BEPU (Best Estimate Plus Uncertainty). Диапазоны (или «трубки») В рамках методического исследования, неопределённостей, получаемые в результате проводимого в данной работе, выбраны по такого анализа, наглядно демонстрируют тенциально наиболее опасные сценарии с вероятности обеспечения безопасности. Для захолаживанием, которые анализируются и его проведения, однако, требуются весьма комментируются следующим образом:

большие вычислительные затраты. - ATWS. Для режимов с захолаживанием первого контура режим ATWS в проектном обосновании безопасности должен комбини Постановка задачи роваться прежде всего с проектными режи мами с непредусмотренным срабатыванием В основе постановки задачи лежит необхо- сбросных и предохранительных устройств по димость выполнения требований Российских второму контуру – ИПУ ПГ, БРУ-А, БРУ-К.

нормативных документов. Так, в соответствии Наложение на эти режимы дополнительного с п. 2.2.2 ПБЯ (НП-082-07) для ЗПА должны отказа АЗ переводит их из категории 2 в за быть приведены условия, при которых воз- проектные аварии по EUR (или в категорию можно разрушение части твэлов. В соответ- ПА в отдельных национальных НД).

ствии с п. 1.7.2. Требований к содержанию Для методического исследования, в ка ООБ (ПНАЭ Г-1-036-95), надо показывать, в честве предельной аварии может быть ис какой мере ядерная безопасность опирается пользована авария с разрывом паропровода1, на использование свойств внутренней само- поскольку в ней реализуется наибольший защищенности реактора и давать анализ расход пара в течь, и происходит заведомо возможности появления положительных эф- консервативное охлаждение первого контура.

фектов реактивности при авариях и оценку их В таком маловероятном режиме, как правило, возможных последствий. можно не моделировать дополнительные от В настоящей работе ставится также за- казы автоматического срабатывания систем дача отработки методики, анализа возмож- безопасности. Это относится в частности, к ностей и выявление преимуществ BEPU для закрытию БЗОК и отключению ГЦН на ава оценки предельных состояний и запасов по рийной петле. Такие режимы анализировались безопасности в условиях ATWS, в условиях неоднократно и ранее, в частности в [1], откуда возникновения повторной критичности и в известно, что наиболее опасные пиковые зна условиях возникновения «холодной пробки». чения критериальных и сопутствующих то Отличительным признаком таких запроект- пливных параметров достигаются в интервале ных аварийных ситуаций является то, что 10-20 с. После этого происходит повышение критериальные параметры для них должны запасов по безопасности по всем анализируе подходить относительно близко к значениям мым параметрам. К моменту не позднее 40 с приёмочных критериев, установленных для запасы превышают значения, реализованные проектных аварий, а в отдельных случаях воз- в исходном стационарном состоянии и дости можно и нарушать их. Понятие ATWS здесь гается квазистабильное безопасное состояние.

Аварии категории 3 и 4 в сочетании с дополнительным отказом АЗ (ATWS) являются крайне маловероятными событиями и по этой причине в проекте детерминистически не анализируются. Это применимо в частности, для аварии с разрывом паропровода, которая относится к категории 4 (с частотой 10-4–10-6 1/год).

Поэтому анализ фазы ATWS проводится в состоящий из трёх отдельных частей (фаз).

течение времени 40 с;

Каждая фаза сопровождается вводом по – Повторная критичность. При срабаты- ложительной реактивности с различной ам вании АЗ с несрабатыванием части ОР СУЗ в плитудой и скоростью и соответствующим режимах с глубоким захолаживанием первого ростом интегральной и особенно локальной контура (при разрыве паропровода) реактор мощности. Каждая фаза анализируется до может достичь повторной критичности. Как достижения достаточно стабильного безопас показано многими анализами (см. в частности ного состояния по топливным приёмочным [1]), повторная критичность сама по себе не критериям проектных аварий. Все три от опасна, а также она не является адекватным дельные фазы моделируются последователь критерием безопасности. Это соответствует но в рамках одного обобщённого сценария, требованиям EUR. Однако по сложившейся описанного ниже. Отметим, что каждая фаза Российской традиции принято считать, что выбранного сценария, и тем более их гипо достижение состояния повторной критично- тетическая совокупность, не анализируются сти является нарушением требований ПБЯ к в рамках проектного обоснования безопас величине эффективности АЗ. В настоящей ра- ности, поскольку они имеет очень низкую боте анализируется степень консервативности вероятность реализации (по оценке не выше и целесообразность требования недопущения 10 -12 1/год).

повторной критичности. Срабатывание АЗ (и В начале, при работе на номинальной дальнейшая фаза повторной критичности) мощности, моделируется разрыв паропровода моделируется в рамках единого обобщённого на ПГ-2 (т.е. петли с номером 2) в качестве сценария после моделирования первой его ча- исходного события, сопровождающегося сти – фазы ATWS. Возникающие при этом не- быстрым захолаживанием теплоносителя.

которые искажения результатов, по сравнению Моделируется отказ срабатывания АЗ в пер с более правильным независимым моделирова- вые 40 с (первая часть аварии – фаза ATWS).

нием различных фаз в раздельных сценариях, БЗОК-2 на аварийном ПГ также не срабаты оцениваются как небольшие по величине, и не вает, что усиливает захолаживание активной имеют принципиального значения в рамках зоны. Автоматическое отключение ГЦН-2 на данного методического исследования. Глав- аварийной второй петле по уставке низкого ной причиной такого комбинирования фаз давления в ПГ-2, ослабляет захолаживание является снижение очень больших временных активной зоны и устраняет рост интегральной затрат при расчётах методом BEPU. и локальной мощности в активной зоне.

– Прохождение быстрой «холодной проб- Далее, начиная с 40 с (вторая часть аварии ки». В связи с тем, что достижение повторной – фаза повторной критичности) срабатыва критичности не приводит к реально опасным ет АЗ, однако с моделированием большого состояниям, для достижения цели исследова- количества отказов. Активная зона сильно ния необходимо моделировать более сильное охлаждается в результате заглушения реак захолаживание. Критериальные параметры тора, и соответствующий рост реактивности при этом должны подходить близко к значе- выводит реактор в «повторную критичность».

ниям приёмочных критериев, установленных Это происходит раньше и сильнее чем меньше для проектных аварий или превышать их. Для интегральная эффективность сработавших достижения такого опасного состояния с про- ОР СУЗ.

хождением «холодной пробки» моделируется Далее, на 115 с аварийного процесса ГЦН- запуск ГЦН на аварийной петле на небольшой включается и разгоняется (третья часть аварии промежуток времени. Этот искусственный – фаза «холодной пробки»), а на 130 с он снова приём с анализом фазы «холодной пробки», отключается. Пробка, состоящая из теплоно применён только в рамках данного методи- сителя, дважды прошедшего через аварийный ческого исследования и не имеет аналога в ПГ-2, приведёт к большому и резкому вводу перечне проектных аварийных режимов. Фаза положительной реактивности.



Pages:     | 1 | 2 || 4 | 5 |   ...   | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.